连续管多孔喷嘴射流工具研制与清洗参数优化

赵金; 赵星; 蔡鹏; 彭齐; 饶嘉骐

doi:10.11911/syztjs.2023061

连续管多孔喷嘴射流工具研制与清洗参数优化

赵金^1,,
赵星²,
蔡鹏³,
彭齐⁴,
饶嘉骐⁵

1.
长江大学机械工程学院, 湖北荆州 434023
2.
成都北方石油勘探开发技术有限公司, 四川成都 610501
3.
中海油安全技术服务有限公司湛江分公司, 广东湛江 524057
4.
中国石油集团工程技术研究院有限公司, 北京 102206
5.
中国石油玉门油田分公司环庆采油厂, 甘肃庆阳 735019

基金项目: 国家自然科学基金项目“多物理场流固耦合支撑剂动态架桥缝网时空演化规律研究”(编号：52204025) 资助

详细信息

作者简介:
赵金(1988—),男，湖北荆州人，2010年毕业于长江大学石油工程专业，2021年获西南石油大学油气田开发工程专业博士学位，讲师，主要从事非常规油气开发理论与技术及连续管作业工艺与工具的研究和教学工作。E-mail：zhaojin@yangtzeu.edu.cn

中图分类号: TE24
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出版历程
- 收稿日期: 2022-12-25
- 修回日期: 2023-05-19
- 录用日期: 2023-06-06
- 网络出版日期: 2023-06-07
- 刊出日期: 2023-05-24

Development of Coiled Tubing Jet Tools with Multi-Hole Nozzles and Cleaning Parameter Optimization

1.
School of Mechanical Engineering, Yangtze University, Jingzhou, Hubei, 434023, China
2.
Chengdu North Petroleum Exploration and Development Technology Co. Ltd., Chengdu, Sichuan, 610501, China
3.
Zhanjiang Branch of CNOOC Safety & Technology Services Co. Ltd., Zhanjiang, Guangdong, 524057, China
4.
CNPC Engineering Technology R&D Company Limited, Beijing, 102206, China
5.
Huanqing Oil Production Plant, PetroChina Yumen Oilfield Company, Qingyang, Gansu, 735019, China

摘要

摘要:
连续管尺寸与喷嘴射流参数、泵车参数不匹配导致清洗效果较差，针对该问题，模拟了连续管、喷嘴组合及泵车水力参数的匹配关系，通过试验分析了射流速度、喷嘴直径、喷嘴数量、移动速度和除垢剂对油管清洗效果的影响，基于分析结果研制了新型多孔喷射清洗工具，并进行了清洗参数优化。研究表明，在管柱安全和管内空间允许的条件下，选择大尺寸连续管，可降低管内摩阻和提高流体返出速度；针对井深不超过 3 000 m 的井 ϕ73.0 mm 油管除垢，选用ϕ50.8 mm连续管，柱塞直径114.3 mm、泵冲90 min⁻¹、功率580 kW的泵车，可获得最优施工排量。针对七个泉油田油管除垢，采用清水+5%盐酸+1%除垢剂，射流除垢工具安装 5个ϕ3.5 mm喷嘴，施工排量550～600 L/min，移动速度为5 m/min时，除垢效果较好。连续管射流除垢技术具有安全、环保、无污染等特点，应用前景广阔。
- 连续管 /
- 水射流清洗 /
- 旋转喷射 /
- 射流工具 /
- 参数优化 /
- 清洗效率
Abstract:
To solve the problem of poor cleaning effects caused by incorrect matching of coiled tubing (CT) sizes with nozzle jet parameters and pumper parameters, the influences of jet velocities, nozzle diameters, number of nozzles, movement velocities, and scale removers on tubing cleaning effects were studied through laboratory experiments by simulating the matching relationship among CTs, nozzle combinations, and hydraulic parameters of pumpers. Based on the analysis results, a new type of multi-hole jet cleaning tool was designed, and the parameters of which were optimized. The research shows that under the condition that the string is safe, and the space in the tubing is large, the CT with a large size can be selected to reduce the friction in the tubing and increase the flow return velocity. For the scale removing of ϕ73 mm tubing with the well depth of less than 3000 m, the optimal construction displacement can be obtained by selecting a ϕ50.8 mm CT,a pumper plunger diameter of 114.3 mm, a pump speed of 90 min⁻¹, and a power of 580 kW. For the scale removing of tubing in Qigequan Oilfield, clean water was mixed with hydrochloric acid of 5% and a scale remover of 1%, the jet scale removing tool was equipped with five ϕ3.5 mm nozzles. In that case, the construction displacement is 550–600 L/min, and the movement velocity is 5 m/min. The results shows a good scale removing effect. CT jet scale removing technology is safe, environmentally friendly, and pollution-free, it has a great prospect for broad application.
- coiled tubing /
- water jet cleaning /
- rotary jet /
- jet tool /
- parameter optimization /
- cleaning efficiency

HTML全文

现代地质导向钻井过程中，需采用近钻头随钻边界探测技术动态测量近钻头井眼轨迹参数（井斜角、方位角和工具面角），根据随钻成像预估地层和井眼变化趋势，据此调整钻头方向，提高油层钻遇率。由于振动、旋转、磁干扰等因素的影响，导致测量的近钻头井眼轨迹参数出现很大误差，严重影响了随钻测量精度，出现钻穿油层等情况。

目前旋转导向动态测量技术都掌握在国外油田技术服务公司手中，不对外公开，因此，未见到国外有井眼轨迹参数动态测量技术的报道。国内杨全进等人^[1]建立了一种旋转导向系统有色噪声的改进无迹卡尔曼滤波方法，该算法限制条件较多。高怡等人^[2]提出了采用多源动态姿态组合测量方法测量导向钻具的动态姿态，但加速度计采集数据的存储周期较长，造成测量误差较大。Xue Qilong等人^[3-4]提出了基于卡尔曼滤波状态空间模型的动态井眼轨迹测量方法，但其只适用于线性系统。徐宝昌等人^[5]提出了基于无迹卡尔曼滤波的动态姿态测量方法，但没有解决振动及旋转对动态姿态测量的影响。为此，笔者提出了一种基于数据融合的近钻头井眼轨迹参数动态测量方法，该方法针对三轴加速度计、磁通门和速率陀螺的测量系统，建立了基于四元数井眼轨迹参数测量模型，推导出加速度计与井眼轨迹平滑预测的关系，运用3个捷联式无迹卡尔曼滤波器和磁干扰校正系对加速度计、磁通门进行消噪，校正，实时测量近钻头井眼轨迹参数，提高随钻近钻头探边能力，确定最佳储层位置。

1. 近钻头动态井眼轨迹测量模型

近钻头动态测量系统由三轴加速度计、三轴磁通门和角速率陀螺仪组成，针对该系统，基于四元数方法建立井眼轨迹非线性数学模型。如图1所示，根据地理坐标系O-NED和钻具坐标系O-xyz的对应关系，建立欧拉角转换矩阵，并转换为四元数，k时刻姿态转换矩阵T表示为：

${\boldsymbol{T}}\left( k \right){{ = }} \left[ \begin{array}{l} {q_{\text{0}}^{\text{2}} + q_{\text{1}}^{\text{2}} - q_{\text{2}}^{\text{2}} - q_{\text{3}}^{\text{2}}}\\ {{\text{2}}\left( {{q_{\text{1}}}{q_{\text{2}}} + {q_{\text{0}}}{q_{\text{3}}}} \right)}\\ {{\text{2}}\left( {{q_{\text{1}}}{q_{\text{3}}} - {q_{\text{0}}}{q_{\text{2}}}} \right)}\end{array} \begin{array}{l} {{\text{2}}\left( {{q_{\text{1}}}{q_{\text{2}}} - {q_{\text{0}}}{q_{\text{3}}}} \right)}\\ {q_{\text{0}}^{\text{2}} - q_{\text{1}}^{\text{2}} + q_{\text{2}}^{\text{2}} - q_{\text{3}}^{\text{2}}}\\ {{\text{2}}\left( {{q_{\text{2}}}{q_{\text{3}}} + {q_{\text{1}}}{q_{\text{0}}}} \right)}\end{array} \begin{array}{l} {{\text{2}}\left( {{q_{\text{1}}}{q_{\text{3}}} + {q_{\text{0}}}{q_{\text{2}}}} \right)} \\ {{\text{2}}\left( {{q_{\text{2}}}{q_{\text{3}}} - {q_{\text{0}}}{q_{\text{1}}}} \right)} \\ {q_{\text{0}}^{\text{2}} - q_{\text{1}}^{\text{2}} - q_{\text{2}}^{\text{2}} + q_{\text{3}}^{\text{2}}} \end{array} \right]$

(1)

图 1 井眼轨迹参数测量原理

Figure 1. Measurement principle of borehole trajectory parameters

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式中：q₀，q₁，q₂和 q₃为四元数。

理论上由于x轴和y轴的加速度计、磁通门正交相隔90°，其信号为正弦或余弦曲线。由于钻头旋转、振动的干扰，近钻头x轴和y轴加速度计、磁通门的实测信号如图2所示。由图2可以看出，近钻头的旋转、振动对磁通门的影响相对于加速度计较小，所以采取磁通门读数校正加速度计读数。

图 2 近钻头磁通门、加速度计实测数据

Figure 2. Measured data of near-bit fluxgates and accelerometers

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$\frac{{{B_x}(k + 1)}}{{{B_x}(k)}} = \frac{{{a_x}(k + 1)}}{{{a_x}(k)}} = \frac{{B\sin ({w_x}(k + 1))}}{{B\sin ({w_x}(k))}} = \frac{{g\sin ({w_x}(k + 1))}}{{g\sin ({w_x}(k + 1))}}$

(2)

$\frac{{B\sin ({w_y}(k + 1))}}{{B\sin ({w_y}(k))}} = \frac{{g\sin ({w_y}(k + 1))}}{{g\sin ({w_y}(k + 1))}} = \frac{{{B_y}(k + 1)}}{{{B_y}(k)}} = \frac{{{a_y}(k + 1)}}{{{a_y}(k)}}$

(3)

$\left[ \begin{gathered} {a_x}(k + 1) \hfill \\ {a_y}(k + 1) \hfill \end{gathered}\right] = \left[ \begin{gathered} \frac{{{B_x}(k + 1)}}{{{B_x}(k)}} \hfill \\ 0 \hfill \\ \end{gathered} \begin{gathered} 0 \hfill \\ \frac{{{B_y}(k + 1)}}{{{B_y}(k)}} \hfill \\ \end{gathered}\right] \left[ \begin{gathered} {a_x}(k) \hfill \\ {a_y}(k) \hfill \\ \end{gathered}\right]$

(4)

式中：g为重力加速度，m/s²；B为地磁场强度，μT；B_x $\left(k\right)$ ，B_y $\left(k\right)$ 和B_z $\left(k\right)$ 为k时刻三轴磁通门测量的磁场强度，μT；a_x $\left(k\right)$ ，a_y $\left(k\right)$ 和a_z $\left(k\right)$ 为k时刻三轴加速度计测量结果，m/s²；w_x $\left(k\right)$ ，w_y $\left(k\right)$ 和w_z $\left(k\right)$ 为k时刻陀螺仪的角速度，rad/s。

2. 数据融合近钻头井眼轨迹参数动态测量方法

基于数据融合算法的近钻头井眼轨迹参数动态测量方法的测量流程如图3所示，图中KF1和KF2为基于扩展卡尔曼滤波算法的滤波器，KF3为基于无迹卡尔曼滤波算法的滤波器。测量步骤：1）将加速度计、磁通门、转动角速度四元数带入KF1滤波器，进行扩展卡尔曼滤波，得出井斜角、方位角估计值；2）将加速度计四元数带入KF2滤波器，进行扩展卡尔曼滤波，得出测深增量Δh_m；3）将测深增量Δh_m、井斜角、方位角估计值带入KF3滤波器，进行无迹卡尔曼滤波，得出井斜角、方位角最终估计值；4）利用井斜角、方位角最终估计值计算磁性工具面角ω_m与重力工具面角的差Δω；5）利用磁性工具面角和角差Δω求出重力工具面角ω_g。

图 3 数据融合测量过程

Figure 3. Measurement process of data fusion

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近钻头振动信号是一种幅值大、频率高、频带宽的噪声信号，可以近似等效为高斯白噪声。动态测量的动力学模型为典型的非线性模型。根据z轴陀螺仪测量的转速w_z，运用转速补偿策略，对x轴和y轴加速度计测量结果进行转速补偿^[5]，减小钻具旋转对加速度计测量结果的影响。根据转速补偿结果以及噪声特性，采用扩展、无迹卡尔曼滤波滤除振动干扰信号。

2.1 估计近钻头井斜角、方位角的扩展卡尔曼滤波算法

基于四元数的KF1的状态方程和量测方程：

$Q(k + 1) = ({\boldsymbol{I}}{\text{ + }}{t_{\text{s}}}{\boldsymbol{A}}(k))Q(k) + w(k)$

(5)

$Z(k + 1) = F(Q(k)) + v(k)$

(6)

式中：Q(k)为k时刻的状态值；I为单位矩阵；t_s为采样周期；w(k)为k时刻系统高斯白噪声；v(k)为k时刻传感器观测噪声；A(k)为k时刻状态转移矩阵；F(x)为非线性函数；Z(k+1)为k+1时刻的观测值。

$Z(k + 1) = \left[ \begin{gathered} {B_x} \hfill \\ {B_y} \hfill \\ {B_z} \hfill \\ {a_x} \hfill \\ {a_y} \hfill \\ {a_z} \hfill \\ \end{gathered} \right] = \left[ \begin{array}{l} T(k) \left[ \begin{array}{c} B\cos \theta \hfill \\ 0 \hfill \\ B\sin \theta \hfill \end{array} \right]\\ T(k) \left[\begin{gathered} 0 \hfill \\ 0 \hfill \\ g \hfill \\ \end{gathered} \right] \end{array}\right] + v(k)$

(7)

$\begin{split} & Q(k + 1) = \left(I + {t_{\text{s}}} \left[ \begin{array}{c} 0 \hfill \\ {w_x}(k) \hfill \\ {w_y}(k) \hfill \\ {w_z}(k) \hfill \\ \end{array} \begin{array}{c} - {w_x}(k) \hfill \\ 0 \hfill \\ - {w_z}(k) \hfill \\ {w_y}(k) \hfill \\ \end{array} \begin{array}{c} - {w_y}(k) \hfill \\ {w_z}(k) \hfill \\ 0 \hfill \\ - {w_x}(k) \hfill \\ \end{array} \begin{array}{c} - {w_z}(k) \hfill \\ - {w_y}(k) \hfill \\ {w_x}(k) \hfill \\ 0 \hfill \\ \end{array} \right] \right) \cdot \\ & \qquad\qquad Q(k) + w(k)\end{split}$

(8)

三轴加速度信号、三轴磁通门信号、角速率陀螺信号进行数据融合后，采用扩展卡尔曼滤波算法，得到最优姿态估计^[6-7]，动态解算出钻井工具的实时姿态参数，确保钻具姿态测量计算的精度，减少计算量，对四元数Q进行更新，求出KF1滤波后的井斜角α_KF1、方位角ϕ_KF1、高边工具面角ω_g,KF1和磁性工具面角ω_m,KF1。

${\alpha _{{\text{KF}}1}}{\text{ = }}\arctan \frac{{2({q_0}{q_1} + {q_2}{q_3})}}{{1 - 2(q_1^2 + q_2^2)}}$

(9)

${\phi _{{\text{KF}}1}}{\text{ = }}\arctan \frac{{2({q_0}{q_3} + {q_1}{q_2})}}{{1 - 2(q_0^2 + q_3^2)}}$

(10)

${\omega _{{\text{g}},{\text{KF}}1}}{\text{ = }}\arctan \frac{{({q_0}{q_2} + {q_1}{q_3})}}{{({q_0}{q_1} - {q_2}{q_3})}}$

(11)

${\omega _{{\text{m}},{\text{KF}}1}}{{ = }}\arctan \frac{{({q_1}{q_2} + {q_0}{q_3})\cos \theta + ({q_1}{q_2} + {q_0}{q_3})\sin \theta }}{{(q_0^2 - q_1^2 - q_2^2 + q_3^2)\cos \theta + ({q_1}{q_3} - {q_0}{q_2})\sin \theta }}$

(12)

式中：α_KF1，ϕ_KF1，ω_g,KF1和ω_m,KF1分别为KF1滤波后的井斜角、方位角、重力工具面角和磁性工具面角，（°）；θ为地层倾角，（°）。

2.2 估计近钻头测深增量的扩展卡尔曼滤波算法

根据式（7）计算出四元数中的a_z，运用扩展卡尔曼滤波器计算系统经过t_s后测深增量Δh_m。z轴加速度计主要受到重力加速度和振动的干扰，由于采样时间t_s为毫秒级，在单位采样周期内，重力加速度和振动的干扰可以视为近似相同^[8-10]，可以忽略振动对加速度计测量结果的影响。k为当前采样点，z轴加速度增量Δa_z：

$\Delta {a_z} = {a_z}(k + 1) - g\cos ({\alpha _{{\text{KF1}}}}(k))$

(13)

$\Delta {a_z} = \Delta h_{\text{m}}^{''}$

(14)

为了提高对测深增量的估计，对Δh_m进行二阶泰勒展开：

$\Delta {h_{\text{m}}}(k + 1) = \Delta {h_{\text{m}}}(k) + \Delta {h_{\text{m}}}{(k)^{'}}{t_{\text{s}}} + 0.5\Delta {h_{\text{m}}}{(k)^{''}}t_{\text{s}}^{\text{2}}$

(15)

KF2的状态方程和量测方程为：

$\left[ \begin{gathered} \Delta {h_{\text{m}}}(k + 1) \\ \Delta {h_{\text{m}}}{(k + 1)^{'}} \\ \Delta {h_{\text{m}}}{(k + 1)^{''}} \\ \end{gathered} \right] = \left[ \begin{gathered} 1 \;\; {t_{\rm{s}}} \;\; t_{\rm{s}}^2 \hfill \\ 0 \;\;1 \;\;0 \hfill \\ 0\;\; 0 \;\;1 \hfill \end{gathered}\right] \left[ \begin{gathered} \Delta {h_{\text{m}}}(k) \\ \Delta {h_{\text{m}}}{(k)^{'}} \\ \Delta {h_{\text{m}}}{(k)^{''}} \\ \end{gathered} \right] + w(k)$

(16)

$\Delta {a_z} = \left[0 \; 0 \; 1\right] \left[ \begin{gathered} \Delta {h_{\text{m}}}(k + 1) \hfill \\ \Delta {h_{\text{m}}}{(k + 1)^{'}} \hfill \\ \Delta {h_{\text{m}}}{(k + 1)^{''}} \hfill \\ \end{gathered} \right] + v(k)$

(17)

2.3 估计近钻头井眼轨迹参数的无迹卡尔曼滤波算法

如图4所示，在单位采样时间内，井眼轨迹趋于平滑曲线，可以根据前面2个测点的狗腿度和KF2输出测深增量对井眼轨迹进行递归式预测^[11]。

图 4 KF3预测井深参数的原理

Figure 4. Prediction principle of well depth parameters by KF3

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${h_{\text{m}}}(k + 1) = {h_{\text{m}}}(k) + \Delta {h_{\text{m}}}(k + 1)$

(18)

$\begin{split} & \;\;\;\;\;\;\; \gamma = \arccos \left[ {\cos \alpha (k)\cos \alpha (k - 1) + }\right. \\ & \left.{ \sin \alpha (k)\sin \alpha (k - 1)\cos (\phi (k) - \phi (k - 1))} \right] \end{split}$

(19)

$\Delta \gamma (k + 1) = \frac{{\gamma \Delta {h_{\text{m}}}(k + 1)}}{{\Delta {h_{\text{m}}}(k)}}$

(20)

式中：γ为狗腿角，（°）；Δγ为系统经过t_s的狗腿角增量，（°）； ${h_{\text{m}}}(k)$ 为k时刻的测深，m。

根据 $\Delta {h_{\text{m}}}(k)$ 进行无迹卡尔曼滤波，KF3的状态方程和量测方程为：

$\begin{array}{l} \quad \alpha (k + 1) = \arccos [\cos (\gamma + \Delta \gamma (k + 1))\cos \alpha (k - 1) +\\ \dfrac{{\sin (\gamma + \Delta \gamma (k + 1))}}{{\sin \gamma }}(\cos \alpha (k - 1)\cos \gamma - \cos \alpha (k))] + {w_{\alpha (k)}} \end{array}$

(21)

$\begin{array}{l} \qquad\; \phi (k+1)=\phi (k)+\mathrm{sgn}(\phi (k)-\phi (k-1) \cdot \\ {\rm{arccos}}\dfrac{\mathrm{cos}(\Delta \gamma (k+1)-\mathrm{cos}\alpha (k)\mathrm{cos}\alpha (k{-1})}{\mathrm{sin}\alpha (k)\mathrm{sin}\alpha (k{-1})}+{w}_{\phi (k)} \end{array}$

(22)

式中：w_α和w_ϕ分别为井斜角和方位角的系统高斯白噪声。

${\alpha _{{\text{KF3}}}} = \alpha {\text{(}}k + 1) + \nu {}_{\alpha (k)}$

(23)

${\phi _{{\text{KF3}}}} = \phi {\text{(}}k + 1) + {\nu _{\phi (k)}}$

(24)

式中：α_KF3和ϕ_KF3分别为KF3滤波后的井斜角和方位角，（°）；v_α和v_ϕ分别为井斜角和方位角的系统观测噪声。

2.4 近钻头重力工具面角的估计

根据旋转测量原理，同一时刻的重力工具面角与磁工具面角的差与测量时刻的井斜角、方位角、地磁倾角呈现一定函数关系^[12-13]。根据KF3求出的井眼井斜角和方位角计算磁性工具面角与重力工具面角的差Δω：

$\Delta \omega = - 90 + \arctan \frac{{\sin {\phi _{{\text{KF}}3}}}}{{\cos {\alpha _{{\text{KF}}3}}\cos {\phi _{{\text{KF}}3}} - \tan \theta \sin {\alpha _{{\text{KF}}3}}}}$

(25)

根据Δω，计算旋近钻头动态重力工具面角估计值ω_dg,e：

${\omega _{{\text{dg,e}}}} = {\omega _{{\text{m,KF3}}}} + \Delta \omega$

(26)

式中：ω_dg,e为旋近钻头动态重力工具面角估计值，（°）；ω_m,KF3为KF3滤波后的磁性工具面角，（°）。

2.5 磁干扰情况下的磁性工具面角

近钻头重力工具面角需根据x轴和z轴磁通门传感器的读数求出^[14-15]，而磁通门测量结果不可避免地会受到周围电磁场的影响，为了降低井下钻具周围电磁场的影响程度，采用径向磁干扰的方法校正x轴和z轴磁通门的测量结果^[16]。

磁场的干扰导致磁通门测量的磁场强度发生偏移和变形。磁干扰下的测量结果如图5所示。

图 5 磁干扰校正示意

Figure 5. Magnetic interference correction

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在实际钻井过程中，井下仪器旋转一圈时，钻深可以忽略不计，可以看作仪器在原地旋转了一圈。z轴磁通门的测量结果可以认为没有发生变化，而x轴和y轴磁通门的测量值不断发生变化，如图2（a）所示。三轴磁通门传感器的测量数据记为（B_x，B_y，B_x），地球磁场可以看成一个固定值，即：

$B_x^2 + B_y^2 + B_z^2 = {C^2}$

(27)

式中：C为常数。

根据椭圆校正原理，对短时间内采集的B_x，B_y进行磁干扰校正，得出排除磁干扰的B_xm和B_ym：

${a_{x{\text{f}}}} = \max \left(1,\frac{{{B_{y\max }} - {B_{y\min }}}}{{{B_{x\max }} - {B_{x\min }}}}\right)$

(28)

$b{}_{x{\text{f}}} = \frac{{{B_{x\max }} - {B_{x\min }}}}{2} - {a_{x{\text{f}}}}{B_{x\max }}$

(29)

$B{}_{x{\text{m}}} = {B_x}{a_{x{\text{f}}}} + {b_{x{\text{f}}}}$

(30)

${a_{y{\text{f}}}} = \max \left(1,\frac{{{B_{x\max }} - {B_{x\min }}}}{{{B_{y\max }} - {B_{y\min }}}}\right)$

(31)

$b{}_{y\text{f}}={a}_{y\text{f}} \left(\frac{{B}_{y\mathrm{max}}-{B}_{y\mathrm{min}}}{2}-{B}_{y\mathrm{max}}\right)$

(32)

$B{}_{y{\text{m}}} = {B_y}{a_{y{\text{f}}}} + {b_{y{\text{f}}}}$

(33)

式中：a_xf和a_yf为x轴磁通门测量磁场强度的校正系数；b_xf和b_yf为 y轴磁通门测量磁场强度的校正值，μT；B_xm和B_ym为x轴和y轴排除磁干扰后的磁场强度，μT。

3. 试验与分析

在实验室对NWD施加20～50 r/min转速、 1g～3g振幅的高斯白噪声振动信号，模拟井下钻进过程。采用上述测量方法测量井斜角和方位角，并与实际井斜角和方位角进行对比，结果见图6。由图6可以看出：测量井斜角与实际井斜角的最大误差为1.30°，最小误差为0.02°，平均误差为0.12°，方差为1.26°；测量方位角与实际方位角的最大误差为1.95°，最小误差为0.15°，平均误差为0.57°，方差为2.46°。

图 6 测量井斜角、方位角与实际井斜角、方位角的对比

Figure 6. Comparison of measured and actual deviation angles and azimuths

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图7为采用上文测量方法（以下称为动态测量方法）测量工具面角、NWD探管直接测量工具面角与实际工具面角的差值。由图7可以看出，NWD探管直接测得工具面角与实际工具面角的差最大接近40°，已经不能满足测量近钻头伽马重力工具面角的要求，而采用动态测量方法测得的工具面角与实际工具面角的差小于10°，满足测量近钻头工具面角的要求。

图 7 动态测量和直接测量工具面角与实际工具面角的差值

Figure 7. Difference between actual tool face angles and tool face angles measured by dynamic and direct methods

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在井斜角为0.5°、方位角度为142.818°，地磁场强度为53.74 μT、磁倾角为55.8°、磁性工具面角30°的测点，对NWD探管x、y方向分别施加0.1和0.2 μT的磁干扰，未进行磁干扰校正前测得磁性工具面角为23.56°，经过磁干扰校正后，磁性工具面角为29.82°，与真实工具面角相差0.18°。

为了验证动态测量方法的可行性和有效性，在某井3 800.00～4 100.00 m井段进行验证，首先在钻进过程利用动态测量方法测量井斜角、方位角和工具面角，然后再停钻测量井斜角、方位角和工具面角（下文称之为静态测量），然后对比静态和动态测量结果。因为钻具停止时没有旋转、振动和磁干扰，因此以静态测量结果为真实值。

图8为动态测得井斜角与静态测得井斜角的对比。由图8可以看出，动态测得井斜角与静态测得井斜角的平均误差为0.19°，方差为0.9342°。图9为动态测得方位角与静态测得方位角的对比。由图9可以看出，动态测得方位角与静态测得方位角的平均误差为1.19°，方差为1.943 642°。

图 8 动态测量井斜角与静态测量井斜角的对比

Figure 8. Comparison of deviation angles measured by dynamic and static methods

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图 9 动态测量方位角与静态测量方位角的对比

Figure 9. Comparison of azimuths measured by dynamic and static methods

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图10为动态测量工具面角与静态测量工具面角的对比。由图10可以看出，动态测得工具面角与静态测得工具面角的误差小于5°。

图 10 动态测量工具面角与静态测量工具面角的对比

Figure 10. Comparison of tool face angles measured by dynamic and static methods

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以上分析可以得出，基于数据融合的井眼轨迹参数测量方法能够有效消除旋转、振动、磁干扰的影响，井斜角、方位角和工具面角的测量精度得到明显提高，满足了随钻地质导向对井眼轨迹参数测量的要求。

4. 结　论

1）针对旋转、振动、磁干扰对近钻头测量仪器的影响，提出了基于数据融合的井眼轨迹参数动态测量方法。该方法采用捷联式卡尔曼滤波器和磁干扰校正系统对测量信号进行滤波、校正，利用四元数法处理测量数据，求出近钻头井眼轨迹参数。

2）实验室模拟试验和现场试验均表明，基于数据融合的井眼轨迹参数动态测量方法可以消除旋转、振动、磁干扰的影响，使测得井眼轨迹参数的精度明显提高，满足了随钻地质导向对井眼轨迹参数测量的要求。

3）建议在现在研究成果基础上，进一步优化数据融合算法，比如基于机器学习的井眼轨迹预测模型，基于遗传算法的卡尔曼滤波器的参数调优。

图 1 连续管尺寸优选

Figure 1. CT size optimization

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图 2 不同喷嘴组合压降与施工排量的关系

Figure 2. Relationship between pressure drop and displacement of different nozzle combinations

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图 3 不同喷嘴组合射流速度与施工排量的关系

Figure 3. Relationship between jet velocity and displacement of different nozzle combinations

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图 4 旋转喷射工具结构示意

Figure 4. Structure of rotary jet tool

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图 5 射流除垢试验流程

Figure 5. Experimental flow of jet scale removing

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图 6 不同喷速油管清洗效果

Figure 6. Influence of different jet velocities on tubing cleaning

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图 7 原始垢样

Figure 7. Original scale sample

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图 8 清水清洗效果

Figure 8. Cleaning effect with water

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图 9 除垢剂配液除垢效果

Figure 9. Cleaning effect with scale remover

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表 1 不同尺寸连续管水力参数计算结果

Table 1 Hydraulic parameter calculation results of different CTs

外径/mm	内径/mm	排量/（L·min⁻¹）	环空1间隙/mm	环空2流速/（m∙s⁻¹）	管内摩阻/MPa	环空2摩阻/MPa
60.3	51.4	1100	0.85	2.58	41.60	3.91
50.8	41.9	650	5.60	1.48	43.10	1.52
44.5	35.6	420	8.75	0.96	42.90	0.69
38.1	29.2	250	11.95	0.57	43.70	0.27
31.8	22.9	130	15.10	0.30	43.20	0.08

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表 2 泵车性能参数

Table 2 Pumper performance parameters

柱塞直径/ mm	不同泵冲下的排量和压力
	90/min		150/min		200/min		250/min		300/min
	排量/ （L·min⁻¹）	压力/ MPa	排量/ （L·min⁻¹）	压力/ MPa	排量/ （L·min⁻¹）	压力/ MPa	排量/ （L·min⁻¹）	压力/ MPa	排量/ （L·min⁻¹）	压力/ MPa
95.3	391	80	652	62.10	869	46.60	1086	37.30	1303	31.10
101.6	445	70	741	54.70	988	41.00	1236	32.80	1483	27.30
114.3	563	55	938	43.20	1251	32.40	1564	25.90	1876	21.60
127.0	695	45	1158	35.00	1544	26.20	1931	21.00	2317	17.50
输入功率/kW	580		750		750		750		750

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表 3 不同射流速度对清洗效果的影响

Table 3 Influence of different jet velocities on cleaning effect

试样	结垢油管内径/mm	射流速度/ （m∙s⁻¹）	清洗效果，%	喷射效果
试样1	59.0	153	56	铁垢残留
试样2	56.0	173	81	少量铁垢残留
试样3	56.0	203	84	少量铁垢残留
注：清洗效果=清洗前后油管内径变化量/（标准油管内径−清洗前油管内径）。

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表 4 不同喷嘴直径和数量清洗效果对比

Table 4 Comparison of cleaning effect with different nozzle diameters and numberss

喷嘴数量	喷嘴直径/mm	射流速度/（m∙s⁻¹）	结垢油管内径/mm	清洗效果，%	备注
3	4.5	195.70	56	83	污垢残留
4	4.0	185.76	56	85	少量污垢残留
5	3.5	194.10	56	87	少量腐蚀物附着

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表 5 移动速度对清洗效果的影响

Table 5 Influence of movement velocities on cleaning effect

试样	原油管内径/mm	移动速度/ （m·min⁻¹）	清洗效果，%	备注
1	54.0	15	78	内壁残留大量腐蚀物
2	54.0	10	82	内壁残留部分垢
3	54.0	8	87	内壁残留少量垢
4	54.5	5	92	油管内壁基本干净

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参考文献(23)

[1]	沈晓明,李根生,马加计,等. 油管结垢机理及水力清垢技术研究[J]. 石油钻探技术,1996,24(3):43–45. SHEN Xiaoming, LI Gensheng, MA Jiaji, et al. Study on scaling mechanism and hydraulic cleaning technology of tubing[J]. Petroleum Drilling Techniques, 1996, 24(3): 43–45.
[2]	彭兴,周玉仓,朱智超,等. 延川南深部煤层气井防漏堵漏技术[J]. 石油钻探技术,2021,49(1):47–52. doi: 10.11911/syztjs.2020133 PENG Xing, ZHOU Yucang, ZHU Zhichao, et al. Antileaking and lost circulation control technology for deep coalbed methane well in the Yanchuannan Block[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2021, 49(1): 47–52. doi: 10.11911/syztjs.2020133
[3]	张锦宏. 中国石化页岩油工程技术现状与发展展望[J]. 石油钻探技术,2021,49(4):8–13. ZHANG Jinhong. Present status and development prospects of Sinopec shale oil engineering technologies[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2021, 49(4): 8–13.
[4]	张启龙,许杰,高斌,等. 以抑制管柱结垢腐蚀为目标的注水井水源选择方法研究及应用[J]. 表面技术,2019,48(11):290–296. ZHANG Qilong, XU Jie, GAO Bin, et al. Research and application of water source selection method for water injection well aiming at inhibiting scaling and corrosion of pipe string[J]. Surface Technology, 2019, 48(11): 290–296.
[5]	弓永军. 磨料水射流切割技术研究现状及其发展趋势[J]. 液压与气动,2016(10):1–5. GONG Yongjun. Research status and development trend of abrasive water jet cutting technology[J]. Chinese Hydraulics & Pneumatics, 2016(10): 1–5.
[6]	李敬彬,李根生,黄中伟,等. 新型旋转射流多孔喷嘴流场的分析[J]. 流体机械,2015,43(7):32–36. LI Jingbin, LI Gensheng, HUANG Zhongwei, et al. Flow field study on a new kind swirling multi-orifices nozzle[J]. Fluid Machinery, 2015, 43(7): 32–36.
[7]	李根生,马加骥,陈洪兵,等. 高压水射流清除油管结垢的研究[J]. 石油钻采工艺,1995,17(2):61–64. LI Gensheng, MA Jiaji, CHEN Hongbing, et al. Study on the descaling of calcium carbonate on water-injection pipeline by high pressure water jet[J]. Oil Drilling & Production Technology, 1995, 17(2): 61–64.
[8]	张逸群,胡萧,武晓亚,等. 旋转射流冲蚀天然气水合物试验及数值模拟研究[J]. 石油钻探技术,2022,50(3):24–33. doi: 10.11911/syztjs.2022046 ZHANG Yiqun, HU Xiao, WU Xiaoya, et al. Experimental and numerical simulation study of natural gas hydrate erosion by swirling jet[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2022, 50(3): 24–33. doi: 10.11911/syztjs.2022046
[9]	武晓光,黄中伟,李根生,等. “连续管+柔性钻具” 超短半径水平井钻井技术研究与现场试验[J]. 石油钻探技术,2022,50(6):56–63. WU Xiaoguang, HUANG Zhongwei, LI Gensheng, et al. Research and field test of ultra-short radius horizontal drilling technology combining coiled tubing and flexible BHA[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2022, 50(6): 56–63.
[10]	ESPINOSA G M A, LEAL J A, DRIWEESH S M, et al. First time live descaling operation in Saudi using coiled tubing fiber optic real-time telemetry rugged tool, foamed fluid and pressure fluid management system[R]. SPE 182763, 2016.
[11]	DELGADO E, RODRIGUES V, FAGUNDES L. Customized subsea production flowline cleanout with coiled tubing from a floating production storage and offloading vessel[R]. SPE 199836, 2020.
[12]	ALDUAIJ A N, AL-BENSAAD Z, ESPINOSA M, et al. Recent enhancements for coiled tubing descaling treatments in Middle East[R]. SPE 205891, 2021.
[13]	HASSIG FONSECA S, SERRANO D, VILLACRES C, et al. Methodology to remediate and evaluate surface flowline capacity with coiled tubing cleanouts[J]. SPE Production & Operations, 2022, 37(3): 520–532.
[14]	李晓红, 卢义玉, 向文英. 水射流理论及在矿业工程中的应用[M]. 重庆: 重庆大学出版社, 2007: 1 − 2. LI Xiaohong, LU Yiyu, XIANG Wenying. Water jet theory and its application in mining engineering[M]. Chongqing: Chongqing University Press, 2007: 1 − 2.
[15]	薛永志. 高压水射流冲击下煤岩损伤诱导机制及分布特性研究[D]. 重庆: 重庆大学, 2018. XUE Yongzhi. Study on the inducement and distribution of damage in coal impacted by high pressure water jets[D]. Chongqing: Chongqing University, 2018.
[16]	邹德永, 陈雅辉, 赵方圆, 等. 斧形PDC齿破岩规律数值模拟研究[J]. 特种油气藏, 2021, 28(6): 137 − 143. ZOU Deyong, CHEN Yahui, ZHAO Fangyuan, et al. Study on rock breaking rules of axe-shaped PDC cutter with numerical simula-tion[J]. Special Oil & Gas Reservoirs, 2021, 28(6): 137 − 143.
[17]	ZHAO Jian, ZHANG Guicai, XU Yiji, et al. Mechanism and effect of jet parameters on particle waterjet rock breaking[J]. Powder Technology, 2017, 313: 231–244. doi: 10.1016/j.powtec.2017.03.026
[18]	柳军,杜智刚,牟少敏,等. 连续油管分簇射孔管柱通过能力分析模型及影响因素研究[J]. 特种油气藏,2022,29(5):139–148. doi: 10.3969/j.issn.1006-6535.2022.05.020 LIU Jun, DU Zhigang, MU Shaomin, et al. Analysis model and influencing factors of passability of coiled tubing conveying clustered perforating string[J]. Special Oil & Gas Reservoirs, 2022, 29(5): 139–148. doi: 10.3969/j.issn.1006-6535.2022.05.020
[19]	庞德新,艾白布·阿不力米提,焦文夫,等. 超深气井连续油管多径组合管柱作业新工艺[J]. 天然气工业,2021,41(3):112–118. PANG Dexin, ABULIMITI Aibaibu, JIAO Wenfu, et al. A new technology for the multi-diameter combination operation of coiled tubing in ultra-deep gas wells[J]. Natural Gas Industry, 2021, 41(3): 112–118.
[20]	TEIMOURIAN R, SHABGARD M R, MOMBER A W. De-painting with high-speed water jets: Paint removal process and substrate surface roughness[J]. Progress in Organic Coatings, 2010, 69(4): 455–462. doi: 10.1016/j.porgcoat.2010.08.010
[21]	TAYLO R, CHAPMAN G. Cleaning pipelines using high-pressure water jets[J]. Materials Performance, 1991, 30(9): 25–28.
[22]	陈庭根, 管志川. 钻井工程理论与技术[M]. 东营: 中国石油大学出版社, 2000: 142−162. CHEN Tinggen, GUAN Zhichuan. Drilling engineering theory and technology[M]. Dongying: China University of Petroleum Press, 2000: 142−162.
[23]	田野,蒋东雷,马传华,等. 钻柱偏心旋转对环空摩阻压降影响的数值模拟研究[J]. 石油钻探技术,2022,50(5):42–49. doi: 10.11911/syztjs.2022104 TIAN Ye, JIANG Donglei, MA Chuanhua, et al. Numerical simulation of the effects of eccentric rotation of the drill string on annular frictional pressure drop[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2022, 50(5): 42–49. doi: 10.11911/syztjs.2022104

施引文献(5)

期刊类型引用(3)

1.	刘锴沅. 连续管套管除垢空化射流喷头优化设计与应用. 石油机械. 2024(02): 44-49 . 百度学术
2.	周照恒，李玉星，林敏，郭宏帅，王建夫. 盐穴储气库注采气井脖颈收缩原因及预防治理措施. 油气储运. 2024(11): 1313-1319 . 百度学术
3.	李朝阳，陶立波，张跃，刘威，汲广麟，王俊博. 装有延长抗磨损时间和减缓压力衰减的硬质合金喷嘴清洗管井工具. 石油钻采工艺. 2024(03): 386-394 . 百度学术